稳定性改善（共9篇）
稳定性改善 篇1
0 引言
20世纪末,ABB发电公司的Mats Leijon博士等人历经8年努力,发明了一种利用高压电缆绕制定子绕组的新型发电机———Powerformer[1,2,3]。理论上,该发电机的机端电压可以达到400 kV以上,从而能够实现发电单元与高压输电网的直联。这项技术引起了国内外学者的广泛关注:文献[4-5]介绍了Powerformer的原理及运行特点,并预测了Powerformer在电力系统中的应用前景;文献[6]指出,随着时间的推移,Powerformer的市场份额会逐渐增大;文献[7]探讨了Powerformer的投入使用对电力系统电压稳定性的影响;文献[8]介绍了Powerformer继电保护问题的研究现状;文献[9]建立了Powerformer内部故障仿真模型,为其相关保护的研究奠定了基础。角度稳定性是指电力系统中互联的同步发电机维持同步运行的能力。现有的研究Powerformer相关问题的文献中,尚没有对角度稳定问题进行探讨。
发电机励磁控制的基本任务是维持发电机端电压在给定值,同时又是电力系统稳定控制中最基本、最重要的手段。研究表明,通过控制系统高压侧电压的方法实现对电压稳定的控制,对维持一个性能良好的电力系统有很多潜在的好处[10,11]。在传统的发送电模式中,发电机只能通过变压器与高压电网相连,不能直接控制高压母线的电压,其调压范围还受到变压器运行特性的制约,如不能引起变压器过激磁等。Powerformer和高压电网直联,因此能够直接控制高压母线的电压,其调节能力只受自身设计和运行特性的影响。本文在研究常规发电机高压侧电压控制(HSVC)原理的基础上,探讨了Powerformer电压控制方法,对Powerformer高压侧电压控制在改善角度稳定性方面的作用进行了仿真分析,并与常规发电机AVR励磁控制及常规发电机HSVC做了比较,论证了Powerformer电压控制的优越性。
1 常规发电机HSVC原理
新型HSVC的思路是在传统的励磁系统中引入对无功电流的补偿,控制高压侧的电压基本恒定。高压侧电压控制器的结构如图1所示,图2是应用HSVC的一个简单电力系统。
图1、2中Ug为发电机机端电压;Us为无穷大系统母线电压;Q为发电机所发无功;xt为升压变压器电抗;xe为线路电抗;xdr为设定的电压下降特性,即电压随无功电流变化的斜率;Iq0为额定无功电流;n为升压变压器变比;UH为升压变压器高压侧电压。HSVC可按不同的方程实现,此处仅给出基本方程。
如果高压侧电压预定为UHref,则发电机端电压可控为
其中,Iq=Q/Ug。这时,高压侧电压实际为
式(2)表明,高压侧电压随无功电流的增加而下降。对于设定的目标UHref,可以控制UH随着设定的xdr的变化而变化。一般xdr可取1%～5%。
无功电流补偿方程、基于xe的无功电流补偿方程和对应于升压变压器分接头位置变化的下降率补偿方程参见文献[10]。
2 采用Powerformer的高压侧电压控制对角度稳定性的影响
带自动电压调节器(AVR)的单机-无穷大系统如图3所示,Powerformer机端电压Ug作为AVR的输入信号,AVR的放大倍数为Ke。
放大倍数Ke越大,就可以使反馈作用越明显,负荷变化对发电机的端电压影响越小,它的作用相当于补偿了一部分发电机的电抗,使在直轴等效电抗xx处的电势Ex维持不变。设Powerformer的同步电势为Eq,同步电抗为xd,Ug=Ugq(Ugq为Ug的q轴分量),当不考虑调节系统各中间环节的时间常数时,有如下关系[11]:
其中,xl为高压母线到负荷母线之间的线路电抗。Powerformer机端电压控制补偿作用示意图如图4所示。
如图4所示,令距离高压母线发电机侧xx处的电势为Ex,可得:
即
当运行条件发生微小变化时,取其微分:
将式(3)代入式(6),得ΔEx与Δδ的关系为
ΔEx为0,即Ex保持恒定的条件是式(7)里面中方括号内的值为0,由此得出:
具有AVR的Powerformer的等效模型是Ex和xx,Ex是xx后面的电势,它保持恒定。而常规发变组采用HSVC时,有xdg为常规发电机的同步电抗,xt为升压变压器电抗。Powerformer无需升压变压器与高压母线直联,与常规发电机HSVC的效果类似,减小了电源与负荷间的有效电抗,从而在传输同样的稳态功率时,发电机的功角也相应减小[12]。在系统大扰动情况下,根据等面积定则的分析,故障切除后,减速面积增大,系统的角度稳定裕度提高。
3 仿真验证
3.1 单机无穷大系统仿真
为检验Powerformer高压侧电压控制对电力系统角度稳定的改善情况,明确界定影响因素,首先分析了图5所示的单机无穷大系统发生接地短路故障时的角度稳定情况。仿真平台为中国电力科学研究院开发的电力系统综合分析程序(PSASP)。以常规发电机AVR和常规发电机HSVC 2种励磁系统控制方式对系统角度稳定性的影响为参照系,考察Powerformer电压控制方式对系统角度稳定性的影响。
计算图5所示的Powerformer单机无穷大系统初始潮流,可得Ug=UH=1.035 71 p.u.;类似的,对图2所示的常规发变组单机无穷大系统计算初始潮流,可得当机端电压以及无穷大系统电压均为1.0 p.u.,n为1.05 p.u.时,UH为1.01232 p.u.。
论文所采用的AVR结构框图如图6所示。
图中,Kr=1.0,KA=80,K2=1.0,τr=0.03s,τa=0.03s,τ1=2.0s,τ2=3.0s,τ3=2.0s,τ4=2.0s,Efdmax=5p.u.,Efdmin=0。K2为变换中间环节类型的参数,K2=1.0时为移相环节。
论文对于常规发变组进行高压侧电压控制时所采用的Ugref方程为
即将图6中的UT0用Ugref代替,其中,UHref=1.012 32 p.u.,n=1.05 p.u.,xt=0.1 p.u.,xdr=0.02 p.u.,Iq=Q/Ug。
对图5所示的Powerformer系统采用AVR励磁控制方式,对系统在接地短路故障下进行了暂态时域仿真,分别考察了三相接地短路和两相接地短路2种故障情况,故障点如图5中k点所示。对图2所示的常规发变组系统,分别采用常规AVR和HSVC2种励磁控制方式对系统在接地短路故障下进行了暂态仿真,故障选在靠近变压器高压侧的线路上,如图2中k点所示,同样考察了三相接地短路和两相接地短路2种故障情况。下面列举仿真结果。
3.1.1 三相接地短路情况下的仿真结果
仿真中,故障起始于0.1 s,故障持续时间150 ms。采用Powerformer进行高压侧电压控制的仿真结果如图7所示,图中给出了Powerformer功角曲线、有功功率曲线、无功功率曲线,以及高压侧母线电压,即Powerformer机端电压曲线。
根据图7可见,故障发生后,Powerformer的功角、有功功率、无功功率均减幅振荡,最终趋于故障前的水平;Powerformer机端电压在故障存在期间短时降至0.28 p.u.,故障切除后,机端电压在额定值附近减幅振荡趋于故障前的水平。Powerformer的角度稳定性得以维持。由于篇幅限制,相同故障条件下采用常规发电机AVR励磁控制和常规发电机HSVC励磁控制详细的仿真结果不在此处列出。
图8在同一幅图中给出了常规发电机AVR励磁控制和常规发电机HSVC励磁控制2种情况下的功角曲线(实线对应AVR,虚线对应HSVC;图10同),可以看出,HSVC具有更好的抑制电力系统功角振荡的效果。
图9给出了Powerformer高压侧电压控制和常规发电机HSVC励磁控制2种情况下的功角曲线(实线对应Powerformer,虚线对应HSVC;图11同),由于两者的初始功角不同,为了更好地比较2种情况下功角的变化幅度,对Powerformer的功角曲线进行纵向平移。可见,在抑制功角振荡方面,Powerformer高压侧电压控制具有与常规发电机HSVC励磁控制相近的效果。
3.1.2 两相接地短路情况下的仿真结果
仿真中,故障起始于0.1s,故障持续时间为150 ms。
图10给出了常规发电机AVR励磁控制和常规发电机HSVC励磁控制2种情况下的功角曲线,可见,HSVC能更好地抑制电力系统振荡。
图11给出了Powerformer高压侧电压控制和常规发电机HSVC励磁控制2种情况下的功角曲线,对Powerformer的功角曲线进行纵向平移。可以看出,在初始阶段,Powerformer高压侧电压控制对电力系统角度振荡的抑制效果略逊于常规发电机HSVC励磁控制,随着时间的推移,两者的抑制效果相近。
3.2 修正的EPRI-7节点系统仿真
为了进一步验证Powerformer电压控制对角度稳定性的改善作用,以修正的EPRI-7节点系统为研究对象进行仿真分析(1)。该系统接线图如图12所示。
系统中gS为平衡节点,g1为PQ节点,发电机G1的额定功率为1 200 MW,g2为PV节点,发电机G2的额定功率为1 800 MW。仿真中将与母线B2-220相连的发变组替换成Powerformer,进行角度稳定分析,并与发电机G2采用常规AVR励磁控制的情况进行对比。
仿真中设置母线B4-500与B3-500间的一回线路发生三相短路故障,如图12所示。故障起始时刻为0.1 s,故障持续100 ms,考察此大扰动情况下,采用不同的控制模式时对系统的角度稳定性的影响。
图13给出了节点g2采用常规发电机AVR励磁控制时,发电机G2、GS间的功角曲线。
可见,在这样的严重故障冲击下,系统发生第1摆功角失稳。下面对比考察Powerformer电压控制的控制效果。
图14给出了节点B2-220采用Powerformer电压控制时,发电机G2、GS间的功角曲线。
图14的结果表明,G2、GS间的同步得以维持。另外,根据仿真结果,此时发电机G1、GS及G1、G2间均保持同步,因篇幅所限,不做图示。由此,系统的角度稳定性得以保持。
可见,相比于常规的发电机AVR励磁控制,Powerformer电压控制对角度稳定性的改善作用明显,这是因其内在地具备了高压侧电压控制的特点决定的[13,14]。
4 结论
本文在研究常规发电机HSVC原理的基础上,对Powerformer的电压控制方法进行了探讨,对Powerformer高压侧电压控制在改善功角稳定性方面的作用进行了仿真验证,并与常规发电机AVR及HSVC进行比较。PSASP仿真结果表明:在系统发生三相短路接地故障时,采用Powerformer实现的高压侧电压控制在抑制电力系统振荡方面,具有与常规发电机HSVC相似的效果;在系统发生两相短路接地故障时,起初Powerformer高压侧电压控制对电力系统振荡的抑制效果略逊于常规发电机HSVC,随着时间的推移,两者的抑制效果相近。此外,对修正的EPRI-7节点系统的仿真试验证明,Powerformer电压控制对于系统角度稳定性的改善作用明显,其效果优于常规发电机AVR励磁控制。值得一提的是,装设AVR的Powerformer无需额外电路设计和投资就能实现高压母线电压的控制,这一点是常规发电机HSVC无法企及的。
稳定性改善 篇2
当前，如何解决和保障好民生，促进社会和谐稳定，最大限度地降低危机带来的风险，维护改革发展稳定的大局，是一项必须应对而又十分紧迫的艰巨任务。
越是困难时刻，越是要高度关注民生
解决和改善民生是我们加快发展的目的，促进社会和谐、维护社会稳定是经济社会又好又快发展的前提。“越是困难时刻，越是要高度关注民生。”在国际金融危机严峻挑战面前，党中央、国务院出台并不断丰富了应对金融危机的一揽子计划。按照中央决策部署，围绕“保增长、保民生、保稳定”工作大局，我们立足民政工作实际，准确判断形势，进行各项民生保障和社会管理方面的工作部署。着眼于解决基本民生，认真做好各项社会救助工作，全力保障“三个群体”的基本生活。
2009年，中央财政加大了民生投入的力度，其中，中央补助城乡低保资金达到614.6亿元，补助城乡医疗救助资金达到80亿元，增幅分别达到了69.3%和58.7%。中央财政补助资金带动地方财政投入，使各项社会救助保障水平得到显著提高，因灾紧急转移、旱灾救助、倒损农房等补助标准，城乡低保补助标准，农村五保供养标准和孤儿养育标准等都实现了不同程度的调整提高。城乡社会救助覆盖范围继续扩大，截至今年第三季度，全国城市低保对象为2320多万人，比去年底增加近2万人；全国农村低保对象为4520万人，比去年底增加200多万人；全国有552万人享受农村五保供养待遇，比去年底增加3万多人；今年前三季度累计城乡医疗救助3566万人次，比去年同期增长愈30 %。同时，妥善安排了去冬今春6000多万受灾群众的生活。社会救助保障内容继续拓展，增设了因灾遇难人员家属抚慰项目；在春节期间为城乡低保对象、农村五保对象、享受国家抚恤补助的优抚对象和城乡老党员发放了一次性生活补贴，惠及7400万人；优抚对象和军休人员生活待遇也得到切实落实。
我们认真履行救灾救济职能，着力抓好受灾群众安置、生活救助和住房重建工作。“5·12”汶川特大地震发生后，我们迅速响应，紧急调拨救灾款物、及时发布救灾信息、有效实施生活救助，广泛开展社会捐赠，扎实推进灾区恢复重建。目前，灾区民生设施快速重建，受灾群众妥善安置，基本生活较好解决，灾区社会稳定、人心稳定。着眼于增强社会自治功能，继续发展基层民主，深化基层群
众自治实践，统筹推进城乡社区建设，发挥城乡社区功能，使基层社会和谐的平台日益坚实。指导村（居）民委员会深入开展民主选举、民主决策、民主管理、民主监督实践，专项部署村务公开和民主管理“难点村”的治理工作，促进了城乡基层群众自我教育、自我管理、自我服务水平的提升。全面深化城市社区建设，积极推动农村社区建设实验，使越来越多的城乡社区成为管理民主、服务完善、文明祥和的社会生活共同体。坚持培育发展和监督管理并重的原则，有序发展社会组织，及时引导社会组织，使社会组织在应对金融危机中较好地发挥了提供服务、反映诉求、规范行为的作用。认真指导开展平安边界创建和界线联检工作，妥善处理复退军人上访，大力倡导发展慈善事业，全面开展公墓建设专项治理，努力营造社会和谐稳定的氛围。
保民生、促和谐的各项工作要下大力气做深、做细、做实
当前，我国经济发展总体形势是向好的，但是，也应当看到，全球经济正处于从危机走向复苏的关键阶段，我国经济形势好转的基础还不牢固，不确定不稳定的因素还很多，解决和改善民生、促进社会和谐、维护社会稳定的任务依然十分艰巨，必须下大气力把保民生、促和谐的各项工作做深、做细、做实。
从民生保障来看，现阶段，受经济发展水平的制约和日益频发的自然灾害的影响，我国城乡仍有6000多万的困难群众、年均约1亿人次的受灾群众需要政府给予救助，一些地区低收入人口的温饱问题尚未得到根本解决，很多低收入家庭在医疗、教育、住房等方面还存在一些突出困难。这是我们必须牢记的基本国情。与此同时，由于国际金融危机的发生，造成了国内经济增长放缓、就业机会减少、广大人民群众特别是困难群众的生活压力持续增大，一些社会救助边缘家庭、返乡农民工家庭遇到了程度不同的生活困难。只有让困难群众共享发展成果，让人人有基本生活保障，社会和谐稳定才有牢固基础，国家才能长治久安。
从促进和谐稳定来看，当前我国正处在发展黄金期与矛盾凸显期并存的关键时期，由于经济体制深刻变革、社会结构深刻变动、利益格局深刻调整、思想观念深刻变化，在给经济社会发展进步带来巨大活力的同时，也必然带来了一些新的矛盾和问题。随着社会组织形式、就业结构和方式发生深刻变化，随着社会成员流动的不断增强、社会利益诉求更加多元，以及各种思想文化相互激荡，国内与国外因素相互交织、相互影响，与以前相比，加强社会管理、维护社会稳定的难度前所未有。另一方面，城乡困难群众仍面临多方面的生活困难，劳动就业、收入分配、社会保障、征地拆迁等关系人民群众切身利益的问题仍然较多；随着社会主义民主的发展，人民群众政治参与的积极性和主动性不断提高，人民群众对民主权利提出了新的更高要求。特别是在当前国际金融危机的背景下，原有的矛盾和新的问题相互交织、相互叠加，一些不稳定不和谐因素随时都有可能触发，维护社会稳定的任务更加艰巨。
民生连着民心，民生保则民心顺，民心顺则天下安。在当前危机尚未过去、困难依然存在的形势下，解决和改善民生、维护社会和谐稳定仍然是我们的头等大事，我们必须把做好民生保障和促进和谐稳定的各项工作作为最大的政治任务来抓。
着重解决民生，进一步深化和完善城乡社会救助体系
社会救助是国家和社会保障城乡困难群众基本生活的一种制度安排，对于解决基本民生，维护社会公平正义，增进社会和谐，具有不可替代的重要作用。城乡低保对象、受灾群众等困难群体的危机承受力最弱，经济困难时期也最容易陷入生活困难，我们要加大对这些贫困群体、弱势群体的救助力度，努力保障和改善他们的生活，确保他们的基本生活不因经济危机而下降。
一是要科学确定保障标准和补助水平。尽管各地城乡低保标准和补助水平都有所增长，但总体上标准偏低、保障水平不高。要继续把城乡困难群众的基本生活保障，纳入中央和各地扩大内需、保障民生等应对国际金融危机的政策措施之中，争取财政扩大投入，认真摸底测算，合理确定各项社会救助制度的保障标准，适度提高救助水平。二是要适度扩大社会救助范围。目前，城市低保已基本实现了“应保尽保”，并向“分类施保”方向发展；而农村低保在一些地区还没有做到“应保尽保”，还有大量的贫困人口处在救助制度之外。在城市，要关注新产生的生活困难家庭，及时将符合条件的贫困家庭纳入低保制度。在农村，要将符合条件的困难群众全部纳入农村低保，加快实现“应保尽保”的目标。要关注城乡低保边缘群体和农民工家庭的困难，将对低保人员实施的优惠政策适当惠及这些人群，以缓解这些家庭的实际困难。三是推进城乡医疗救助和建立临时救助制度。要改进和完善医疗救助办法，搞好与新农合、城镇居民基本医疗保险的衔接，提高资金使用效率，提高医疗救助的惠及范围和补助水平。要研究建立、完善临时救助制度，落实救助资金。四是要继续深化救灾应急工作。要继续完善从中央到地方各级的救灾应急预案，切实做到“纵向到底、横向到边”。继续完善灾害
应急响应机制、灾害信息管理机制、救灾应急物资储备机制、救灾综合协调机制和灾害应急社会动员机制，不断增强救灾应急综合能力，确保救灾工作扎实有效。五是要切实加强最低生活保障、灾民救助、五保供养、医疗救助、临时救助、流浪乞讨人员救助、住房救助、教育救助、司法援助等制度之间的衔接配套，着力发挥各项社会救助制度的整体效能。
着重改善民生，推动社会福利向适度普惠方向发展
现阶段，我国享受社会福利的对象主要是“五保”人员、城市“三无人员”、孤残儿童以及为党和国家做出贡献的优抚对象。改善这些群体的民生，让他们感受社会主义大家庭的温暖，是解决民生、改善民生的必然要求。
一是要改善和提高供养水平。对孤老、孤残人员应以不低于当地居民平均生活水平的原则核定供养标准。在加大政府投入力度的同时，扶持农村敬老院开展农副业生产，增加收入、改善生活，弥补资金不足；对孤儿，应根据儿童发育成长的需要，科学制定全国统一的最低养育标准，避免出现经济发达和欠发达地区供养标准悬殊的现象。要千方百计拓宽收养渠道，促进孤残儿童回归家庭。二是要改善“三孤”人员的居住条件。要将孤儿、孤老、孤残人员的住房优先纳入灾后恢复重建、农村危房改造规划。三是要逐步扩大社会福利覆盖面。要按照中央关于加快发展“扶老、助残、救孤、济困、赈灾”为重点的社会福利事业的要求，采取资金补助与福利服务相结合的方式，推动社会福利向适度普惠方向发展，使特殊群体得到更多的实惠，分享到改革发展的成果。四是要保障和维护优抚群体的合法权益。要认真落实优待抚恤政策，千方百计提高各类优抚对象抚恤补助和医疗补助、军休人员生活待遇、退役士兵扶持就业补助经费和一至四级残疾退役士兵建房补助经费标准。此外，要着眼于在全社会树立团结友爱、和衷共济良好风尚，积极完善“政府推动、民间运作、社会参与、各方协作”的慈善事业发展机制，大力推动社会慈善事业的发展。
着重筑牢基层社会和谐稳定的平台
进一步推进城乡群众自治活动，指导社会组织有序发展，促进基层社会治理和和谐进步。社会和谐稳定的根基在基层。统筹推进基层群众自治活动，充分发挥城乡基层自治组织和社会组织的功能，对于推动政府行政管理与社会自治有效衔接和良性互动、促进社会和谐有序具有基础性作用。
一是要通过指导基层民主政治建设，继续深入发展以民主选举、民主决策、民主管理、民主监督实践为主要内容的基层民主，引导城乡基层群众自我教育、自我管理、自我服务，全面提升基层民主自治的水平。要积极扩大城镇居委会直接选举的覆盖面，丰富居务公开内容和形式，发挥居民小组、社区群团组织和社会组织、物业组织等在扩大基层群众自我管理上的积极作用。二是要以建设和谐社区为目标，以完善社区服务设施为载体，全面深化城市社区建设，积极推进农村社区建设，加快建立新型城乡社区管理体制和服务机制，把城乡社区建设成为管理民主、服务完善、文明祥和的社会生活共同体，使社区在维护社会和谐稳定、为群众创造安居乐业良好环境上发挥基础作用。三是要继续重点培育和扶持行业协会、公益慈善类组织、农村专业经济协会、社区社会组织，鼓励社会力量兴办民办非企业单位。要进一步完善社会组织登记管理、人事制度、社会保障、职称评定、职业建设等方面的培育扶持政策，认真落实税收优惠政策；推进政府购买服务，加快形成公共财政资助机制，引导社会组织有序参与社会管理和公共服务；支持社会组织组织汇聚社会资金，促进就业、提供服务，鼓励公益性社会组织对下岗失业人员、农民工和生活困难群体提供帮助。
同时，要引导社会组织健全运行机制，完善治理结构，增强自主运作能力；继续开展社会组织评估，完善社会组织评估体系，培育社会组织品牌；完善社会组织执法机制，探索形成社会组织突发事件预警体系和快速反应机制，提高处置突发事件能力；加大对违法违规社会组织和非法组织的查处力度，维护社会秩序，促进社会稳定。
稳定性改善 篇3
关键词：直流输电；感应滤波换流变压器；谐波不稳定；正序负序
中图分类号： TM721 文献标识码：A
高压直流输电系统中，当交流系统不对称且触发脉冲相位间隔不相等时，换流器产生的低次非特征谐波电流将流入交流系统，如果交流系统的非特征谐波阻抗较大，有可能通过AC/DC的正反馈作用，造成互补谐振，引起谐波不稳定，使直流侧的电压和电流发生摆动，交流系统电压畸变，以至于系统不能正常工作.研究高压直流输电系统的谐波不稳定的文献[1]建立了电磁暂态仿真模型，分析了交流系统与直流线路之间的谐波不稳定，但没有对发生谐波不稳定的机理进行分析.文献[2]分析了谐波不稳定的主要原因是交直流谐振频率和交流系统短路比，在弱交流系统下，如果交直流系统满足频率互补的关系，则极有可能发生谐波不稳定现象.文献[3]用开关函数模型计算了当交流系统不对称时换流器交直流侧的等值谐波阻抗，指出谐波阻抗是研究系统谐波不稳定的关键因数.对上述文献进行综合分析，可以得出交流系统不对称是引起谐波不稳定的主要起因.交流系统不对称直接引起换流阀导通时间的偏移，换相角不相等，以及包括换流器、变压器在内的交直流系统的等值谐波阻抗的大小发生变化，而这些是引起谐波谐振的关键因素.目前，抑制非特征谐波不稳定的主要措施是：1)在换流母线上安装滤除非特征低次谐波的LC滤波器；2)采用基于电压源换流器的VSCHVDC高压直流输电系统.第一种措施不足之处是存在经济和可靠性的问题.第二种措施不足之处是VSCHVDC本身的局限性，不能应用于大容量的高压直流输电系统.本文提出一种基于感应滤波的直流输电系统拓扑结构，利用这种感应滤波技术的换流变压器的优点是能降低变压器的振动和噪声，提高直流输电的效率，降低换流变压器的容量，改善无源滤波器的滤波效果，减少换流变压器的直流偏磁[4-10].本文对基于感应滤波的直流输电系统在交流系统出现单相接地故障时，用傅里叶分析对交流系统的正序电压，负序电压在直流侧产生的谐波电压进行了计算和分析.从机理上计算了谐波从交流侧传递到直流侧的规律.最后，利用实验室的基于感应滤波的直流输电系统和传统的直流输电系统进行了模拟运行.得出基于感应滤波的直流输电系统比传统的直流输电系统在抑制谐波不稳定方面具有优势.本文的计算方法为进一步研究高压直流输电系统的故障特性，交直流输电系统的无功功率模型，计算直流侧的无功功率提供了理论依据.
3 结论
本文采用傅里叶分析方法，计算了当交流电源发生单相接地故障时，基于感应滤波的直流输电系统整流站直流侧的谐波电压.结果表明：
1)采用正序和负序分别计算交流换相电压传递到直流侧的电压谐波情况，能反映谐波传递的机理.正序电压传递到直流侧产生的是次数减1的谐波电压，负序谐波电压传递到直流侧产生的是次数加1的谐波电压.2次谐波，在直流侧产生11，13次含量大的特征谐波，基波负序在直流侧产生2次谐波；
2)感应滤波换流变压器代替传统的换流变压器，在滤波绕组接入11、13次，2次LC滤波器后，在交流系统故障时，能使换流电压的跌落值降低，并且经过滤波器的短路作用，使交流侧含量大的2次谐波减少80%，避免了低次谐波发生谐波不稳定.
3)直流侧电压的谐波准确计算，对整流电路的无功计算具有指导意义.
参考文献
［1］ 赵贺,钱峰,汤广福.电力系统谐波不稳定及相应对策的研究[J].中国电机工程学报,2009,29(13):29-34.
ZHAO He, QIAN Feng, TANG Guangfu. Power system harmonic instability and countermeasures[J]. Proceedings of the CSEE, 2009,29(13):29-34.（In Chinese)
[2] 穆子龙,李兴源.交直流输电系统相互影响引起的谐波不稳定问题[J].电力系统自动化，2009,33(2):96-99.
MU Zilong, LI Xingyuan. Harmonic instability caused by interactions between AC and DC transmission systems[J].Automation of Electric Power System，2009, 33(2):96-99.(In Chinese)
[3] 王钢,李志铿,李海锋,等.HVDC换流器等值谐波阻抗的计算方法[J].中国电机工程学报，2010,30(19):64-68.
WANG Gang,LI Zhikeng,LI Haifeng,et al.Calculation method of harmonic equivalent impedances of HVDC converter[J].Proceedings of the CSEE,2010,30(19):64-68.（In Chinese)
[4] 浙江大学发电教研组.直流输电[M].北京：水利电力出版社，1985：131-154.
Zhejiang University Generate Electricity Teaching Research Group．HVDC transmission[M]．Beijing：Water Resources and Electric Power Press，1985：131-154.(In Chinese)
[5] 李勇,罗隆福,刘福生,等变压器感应滤波技术的发展现状与应用前景[J].电工技术学报,2009,24(3):86-92.
LI Yong, LUO Longfu, LIU Fusheng,et al. Application foreground of transformer inductive filtering technology[J].Transactions of China Electro Technical Society,2009,24(3):86-92.（In Chinese)
[6] 罗隆福,李季,许加柱.基于新型换流变压器的谐波治理研究[J].高压电器,2005,42(2):96-98.
LUO Longfu,LI Ji,XU Jiazhu.Study on harmonic treatment based on new converter transformer[J].High Voltage Apparatus,2005,42(2):96-98.(In Chinese)
[7] 李季,罗隆福 ,张志文,等.新型换流变压器谐波模型及其配套滤波装置设计[J].湖南大学学报：自然科学版,2006,34(9):34-38.
LI Ji, LUO Longfu, ZHANG Zhiwen,et al. Harmonic model of new type converter transformer and its filter equipments design[J]. Journal of Hunan University：Natural Sciences, 2006, 34(9):34-38（In Chinese)
[8] 许加柱,罗隆福,李季,等.自耦补偿与谐波屏蔽换流变压器的接线方案和原理研究[J].电工技术学报,2006,21(9):44-49.
XU Jiazhu, LUO Longfu, LI Ji,et al. Principle and connection scheme of selfcoupled compensating and suppressing harmonic converter transformers[J].Transactions of China Electro Technical Society,2006,21(9):44-49.(In Chinese)
[9] 李勇, 罗隆福.新型直流输电系统典型谐波分布特性分析[J].电力系统自动化,2009,33(10):59-62.
LI Yong, LUO Longfu. Analysis of harmonic distribution characteristics of a new dc transmission system[J]. Automation of Electric Power System，2009, 33(10):59-62.(In Chinese)
[10]许加柱,罗隆福,李季,等.交流系统故障对滤波换相换流器的影响分析[J].电工技术学报,2010,25(1):144-150.
XU Jiazhu, LUO Longfu, LI Ji,et al. Analysis of the impact of ac system faults on filter commutated converter in HVDC[J]. Transactions of China Electro Technical Society, 2010, 25(1):144-150.(In Chinese)
[11]许加柱．新型换流变压器及其滤波系统的理论与应用研究[D]．长沙：湖南大学电气与信息工程学院，2007．
XU Jiazhu. The research on theory and applications of novel converter transformer and its filter system[D]. Changsha:College of Electrical and Information Engineering, Hunan University,2007.(In Chinese)
稳定性改善 篇4
关键词：SBS,改性沥青,改善机理,饱和分,胶质,相容稳定性
大量的试验研究表明热塑性弹性体 (SBS) 能够大幅度提高基质沥青的高温性能、低温性能、耐老化性能, 并且能够改善沥青的感温性。SBS与沥青的相容性对SBS改性沥青的路用性能影响非常大。在路面施工和运行期间, 如果SBS与沥青的相容稳定性不佳, 那么改性剂SBS与沥青容易发生分离, 导致沥青路面出现分层的现象[2], 这将大大减少沥青路面的使用寿命。无论是从经济还是从资源上来说均没有达到使用改性沥青的目的。为了更好地让SBS改性沥青发挥最大的效果, 有必要探究SBS改性沥青的改善机理;为了提高沥青路面的使用寿命, 务必提高SBS改性沥青的相容稳定性。因此本文就SBS改性沥青的改善机理和相容稳定性进行了进一步地研究。
1 SBS改性沥青机理研究
大量研究[1]表明沥青的路用性能与其四组分含量密切相关, 沥青性能的变化通常是沥青组分变化的一种宏观表现。由此, 为了探讨SBS改善沥青的机理, 从沥青的四组分进行分析研究。采用的基质沥青为兰炼90#沥青, 改性剂为线型改性剂L-SBS。SBS改性沥青采用直接投入法制成, 其中改性剂L-SBS的含量分别占沥青质量的3%、5%、7%、10%。国产兰炼90号沥青的技术指标如表1所示, 改性剂的技术指标如表2所示。
然后参照《公路工程沥青及沥青混合料试验规程》 (JTG E20-2011) [3]分别对兰炼沥青的组分和掺加不同剂量的L-SBS改性剂的改性沥青的组分进行测定, 可以得到基质沥青和不同SBS剂量的改性沥青的组分如表3所示。
分析表3可得, 随着改性剂SBS的加入, 沥青中的饱和分的含量很明显的减少了, 芳香分、胶质、沥青质的含量在一定程度上增加了。饱和分、芳香分、胶质、沥青质的变化情况如图1所示。
由图1可以直观地发现, 随着改性剂剂量的增加, 饱和分最初的减少量比较剧烈, 后面逐渐平缓。改性剂L-SBS是一种高分子聚合物, 与沥青在组成和性质上有巨大的差别, 因此与沥青的相容性较差。改性剂在沥青的溶解过程只是一种溶胀过程[1], 沥青中饱和分和其他小分子的溶剂热运动的速度较快, 渗透到高分子聚合物的内部, 高分子聚合物体积膨胀, 故沥青中的饱和分会减少。沥青中存在以改性剂高聚物和以沥青质为核心胶团的两种分散相, 当改性剂的含量较少时, 高聚物在沥青中均匀分布, 比表面积比较大, 大量的饱和分进入高聚物内部, 随着改性剂的剂量增大, 比表面积越来越大, 饱和分的减少量逐渐变多;但当改性剂量达到某个程度时, 分散相浓度越来越大, 以致使分散程度变小, 比表面积渐渐变小, 进入高聚物中间的饱和分数量变少。由此, 可以发现改性剂的剂量与沥青中饱和分的减少量近似地呈抛物线趋势。
对于SBS改性沥青来说, 胶质含量越多对改性沥青的感温性、高温稳定性的改善越有益[1]。改性沥青中芳香分、胶质、沥青质的变化量与改性剂的变化情况如图2所示。
由图2可知, 沥青中芳香分、胶质、沥青质的变化量随着改性剂量的变化趋势如图中的折线所示。由于胶质和沥青质中存在着沥青中绝大部分极性基团[2], 分子之间偶极作用强烈, 改性剂的加入将通过偶极作用与胶质和沥青质等大分子作用, 从而使胶质和沥青质的含量增加。
沥青中芳香分与胶质的含量较多, 沥青的各种路用性能良好, 因此根据以上的四组分分析得到的结果, 添加SBS改性剂时, 一定控制合适的剂量, 让沥青的饱和分和胶质的比例在沥青组分中同时达到最佳。
2 SBS改性沥青相容稳定性的研究
改性沥青的相容性是指沥青和改性剂在组成和性质上存在差别的组分, 在一定的条件下能够相互兼容、并存并配伍, 形成热力学相对稳定的具有混溶性体系的能力。一般热塑性聚合物与沥青的相容性可分为混合物是完全的非匀相体系、分子水平的匀相体系、微观的非匀相体系。[2]而要充分利用SBS改性沥青的优良性能, 就要使得SBS改性聚合物与沥青形成微观的非匀相体系。
为了探讨SBS改性沥青的相容稳定性, 本研究采用了不同种类的沥青, 线型热塑性橡胶 (L-SBS) 和星型热塑性橡胶 (S-SBS) [3]两种不同结构的改性剂, 研究了沥青种类、改性剂结构及改性剂剂量对SBS改性沥青相容稳定性的影响。
沥青的相容稳定性可以用离析试验来鉴定, 将SBS改性沥青高温加热融化之后装入试管中, 然后将装有沥青试样的试管置于163℃的环境里静置2d, 接着将试样取出置于零下10℃冰箱中冷却。最后将试管取出将沥青试样分成3等分, 最后再分别测试沥青试样上下两部分的软化点。用上下两部分软化点的差值来评价沥青的相容稳定性, 差值越小, 表明改性沥青的相容稳定性越好。沥青的常规性能指标按照《公路工程沥青及沥青混合料试验规程》 (JTGE20-2011) [4]的标准做试验。
2.1 SBS用量及结构对相容稳定性的影响分析
本文首先利用了L-SBS和S-SBS两种不同结构的改性剂, 以及占沥青质量3%、5%、7%的不同剂量SBS对沥青A的改性效果进行了研究, 并对改性沥青的软化点、针入度、延度指标进行了测定, 得到了如表4所示的试验结果。
从表4可以看出, 线型结构的SBS相对于星型结构的SBS相容稳定性更好一些。L-SBS在剂量为3%、5%时改性沥青的离析软化点差为7℃和9℃, 而剂量到7%时, 离析软化点的差值达到了16℃, 这表明改性沥青随着改性剂剂量的增大, 相容稳定性变差。而S-SBS改性沥青在剂量3%时, 离析软化点差为9℃, 在剂量为5%、7%时, 离析软化点达到了16℃、21℃。这表明星型改性剂的相容稳定性相对之下更差一点。这是因为当SBS加入沥青中时, SBS这种高分子聚合物在沥青中是一个溶胀过程, 它会吸收沥青的油分, 尤其是饱和分, 由此形成高分子聚合物分散相, 这种高分子聚合物分散相会与以沥青质为核心的沥青胶团争夺软沥青质, 如果基质沥青的沥青质没有足够的软沥青质在周围, 那么沥青质将会不稳定, 容易发生相分离。由于S-SBS争夺软沥青质的能力大于L-SBS, 故在试验中表现出来的就是星型SBS的相容稳定性小于线型SBS。
2.2 沥青种类对相容稳定性的影响
沥青的种类不同, 其四组分的含量就相差很大。而由2.1研究可知, 沥青中的饱和分、软沥青质对改性沥青的相容稳定性影响很大。而沥青质的含量高, 沥青的改性也不能达到良好的效果。为此, 采用剂量为5%的改性剂研究不同种类的沥青对改性沥青的改性效果和相容稳定性的影响。按照试验规程JTGE20-2011[4]可以得到如表5所示的试验结果。
由表5可以看出, 无论是线型改性剂还是星型改性剂, 沥青B、C的相容稳定性均比沥青A好, 这是由于不同种类的沥青饱和分、软沥青质的含量不同所致。沥青B、C中饱和分、软沥青质的含量均大于沥青A, 更能满足改性剂SBS对饱和分和软沥青质的吸收, 故试验表现出来的沥青B、C的相容稳定性更好。为了更好提高改性沥青的相容稳定性, 可以选择饱和分和软沥青含量相对较多的沥青。
2.3 稳定剂对SBS改性沥青相容稳定性的影响
对相容性较差的沥青和星型SBS, 是否可以通过添加某种化学稳定剂, 通过稳定剂在沥青中形成某种交联作用, 进而增强改性沥青的相容稳定性。对此, 用一种试验室自制的化学添加剂对线型和星型的SBS改性剂、沥青A做了离析试验, 其中SBS的用量为3%, 稳定剂的剂量为0.5%, 经过试验可以得到如表6的试验结果。
分析表6可知, 化学稳定剂无论是对线型的SBS还是对星型的SBS, 都对其改性沥青的相容稳定性具有良好的提高作用。表明化学稳定剂在沥青中让高聚物和沥青质胶团形成了良好的交联作用。增强改性沥青的相容稳定性不仅可以从改性剂的结构、用量和沥青种类等方面着手, 也可以外加化学稳定剂。
3 结论
改性剂SBS加入沥青中, 高聚物通过吸收沥青中的饱和分子量较小的油分分散在沥青中, 使沥青的四组分重新分配, 沥青中的饱和分明显减少, 芳香分、胶质、沥青质增加。沥青的胶体结构由原来的溶凝胶结构向凝胶结构转换, 沥青的感温性发生了变化。改性剂SBS对沥青的改善机理主要表现在沥青的四组分重新分配, 进而导致沥青的路用性能发生了改变。
沥青与改性剂SBS的相容稳定性也是影响改性沥青路用性能的一个重要因素。由本文的试验研究发现, 改性沥青的相容稳定性不仅与沥青的种类相关, 而且与改性剂的结构和改性剂剂量有关。对于一般的沥青而言, 线型SBS的相容稳定性一般比星型SBS的稳定性更好。饱和分含量与胶质含量较多的沥青和SBS的相容稳定性会更好。
通过添加化学稳定剂, 也可以增强SBS改性沥青的相容稳定性。因此为了提高改性沥青路面的使用寿命, 不仅可以从改性剂的结构、用量, 也可以从沥青的种类、添加化学稳定剂这方面着手考虑。
参考文献
[1]梁乃兴, 李明国.SBS改善沥青路用性能及机理研究[J].长安大学学报 (自然科学版) , 2002 (2) :17-20.
[2]孔宪明, 余剑英.低掺量SBS改性沥青的相容稳定性[J].新型建筑材料, 2003 (9) :44-46.
[3]胡芳.SBS改性沥青混合料耐老化性能研究[J].山西交通科技, 2012 (5) :17-19.
稳定性改善 篇5
有源驱动方式AMOLED是在基板上用TFT做开关控制像素发光。TFT的制造工艺在AMLCD已成熟,但在AMOLED显示器件上遇到了困难,其均匀性和稳定性受到了挑战。因为TFT LCD中TFT作为开关是电压控制,而TFT OLED中TFT是电流驱动,其技术难度大。目前,AMOLED的TFT基板多采用非晶硅(α-Si)和多晶硅(p-Si)。采用α-Si TFT,具有TFT的均匀性好,TFT加工工序少,成本低等优点;但存在TFT的稳定性差,迁移率小的缺点。而采用p-Si TFT,则具有迁移率高,输出电流稳定性好等优点,但也存在加工工序多、成本高等缺点。表1对两种TFT的性能进行了比较[2]。
不管采用何种方式,都要采用像素补偿电路来解决其不足。下面对各种像素电路进行分析。
1 α-Si TFT像素电路
虽然α-Si TFT具有较p-Si TFT低得多的迁移率,但α-Si TFT其较好的均匀性和大尺寸成本低的特点还是吸引了众多厂商对其进行研究。然而α-Si TFT的不稳定性可能会因寿命的差异而导致严重的图像灼伤[3]。解决这些问题可通过对非晶硅TFT质量进行改进和采用Vth补偿电路的方法。
两晶体管传统的α-Si OLED像素电路,如图1所示,其输出电流会因阈值电压持续而不可逆的源移而随时间衰减。为了解决这一问题,许多研究小组提出了多个TFT的像素电路以弥补这一缺点。图2所示即为Casio、IBM和IGNIS提出的多管TFT像素电路图。
2008年韩国Kyung Hee大学和日本柯尼卡美能达技术中心联合提出了如图3所示的一种像素补偿电路[4],该电路有5个开关TFT,一个驱动TFT和一个存储电容。器件采用这种补偿电路并结合高效的磷光材料制成的AMOLED,不仅提高了α-Si TFT的稳定性,而且器件寿命也提高了。用上述方法制成的2.2 in AMOLED样机,其寿命达70 000 h,白光亮度为300 cd/m2,图4即为样机屏。
2 p-Si TFT像素电路
由于p-Si TFT具有较α-Si TFT高2～3个数量级的迁移率,这就意味着p-Si TFT不但具有高的开态电流,还可以缩小宽长比,提高开口率[5]。通常p-Si TFT由α-Si TFT晶化得到,晶化方法既可以采用用激光方法也可以用非激光方法制作。LTPS-TFTs使用准分子激光退火(ELA)技术被看作是最有希望的,因为其极好的电流驱动能力和电的可靠性,被认为是一种可商业化的p-Si TFT技术。但在ELA加工时,仍需要使用高重复比,使ELA加工的生产率减小。
另一种激光方法—连续侧向固化(SLS)技术可以控制多晶硅的微观结构,此法的具体做法为在预先确定的区域完全融化硅薄膜,控制侧面好的生长结果。然后基板作微小的平移,重复激光照射控制侧向晶粒生长的范围。实验室中采用2步激光照射的SLS技术(TS-SLS),用6个TFT,1个电容作为像素补偿电路的顶发射结构制成的分辨率为1 280×RGB×768的14 in AMOLED。样机所进行的实验表明[6],即使是在持续脉冲的作用下,也没有发现Mura现象,器件的峰值亮度超过600 cd/m2,NTSC坐标范围超过110%。图5为TS-SLS加工过程,图6为14 in AMOLED样机。
采用SLS技术不但清除了基板的不均匀性而且具有高生产效率,可用于4代线以上的大尺寸AMOLED。
虽然激光方法有很多种,但受激光光束尺寸的影响,很难用于大尺寸基板的制作,因而非激光方法受到人们重视。2008年韩国LG Display R&D Center采用固相晶化(α-SPC)方法的非激光处理的方法。α-SPCTFT的均匀性和稳定性较好,但由功率线的影响使I×R电压下降产生的不均匀性仍是不可避免的。为此在像素电路采用了如图7所示的Vdd补偿电路[7]。
像素工作非常简单,当扫描信号工作时,T1和T3工作,T2和T4关闭,Vdd-Vdata为C1充电。当发射信号工作时,T1和T3关闭,T2和T4工作,T4的漏电流如式(1)所示。
由式(1)知T4的漏电流与T4有关,这意味着OLED每个像素不受Vdd线上I×R电压下降的影响。
由于TFT驱动的滞后也会产生短暂的残像,为了减小这种短暂的残像,采用“对称的黑色数据插入(SBDI)”驱动。即在半帧的时间倒置了二极管的黑色数据,如图8所示,这样的结果使残像减小。其采用α-SPCTFT和S-BDI驱动方法制作的分辨率为1 024×RGB×768的15 in AMOLED屏,在整个灰度范围内,样机亮点的不均匀性是9.5%。由于Vdd电压下降造成的不均匀性几乎识别不出来。
另外,韩国三星报道了采用超晶硅晶化方法(SGS)的低温多晶硅TFT基板技术和取消功率线IR-下降像素电路开发出了一款40 FHD AMOLED显示器[8]。对于采用普通的电压驱动的2个TFT的像素电路不能满足灰度级别的要求和存在IR下降造成严重的不均匀性。为此三星提出了如图9所示的由5TFT和2个电容组成的像素补偿电路,驱动周期分为3个时期:初始期,Vth检测期,写周期和显示期。为了补偿驱动TFT(T1)的Vth的变化,T1的Vth存储在Cvth中。这里,Cvth的其他节点与Vsus连接以补偿ELVDD IR下降。在显示期,OLED电流流动如式(2)所示
由式(2)可见,OLED 电流不受Vth和ELVDD的影响,只与Vsus电压和数据电压有关。因为没有电流流到Vsus,因此能够补偿Vth和ELVDD IR下降。
当然,在电路设计使用SGS TFT,高TFT泄漏电流是个问题,因为这会使对比度降低,但可以通过屏的设计得到解决。图10所示为三星利用SGS法制作的一款40 FHD AM-OLED样机。
3 结束语
不管是α-Si TFT还是p-Si TFT都需要采用多管TFT的像素补偿电路,这样不但提高了制作工艺复杂性,增加了加工成本,而且会降低单元像素的开口率[9]。为此,可以从材料和设计等方面进行研究。2006年中科院通过实验优化栅绝缘材料SiN的 N/Si比,以减少栅偏应力造成的电荷注入。经测试分析,稍富氮的氮化硅样品长时间老化下C-V曲线偏移不明显,说明其缺陷态密度低,有利于减小TFT在栅应力下电荷注入导致的阈值电压漂移[10]。并设计了驱动OLED的2-α-Si∶H TF T单元像素电路及其阵列版图,优化了电路中的重要参数,采用7 PEP生产工艺制备了TFT阵列,TFT的开关电流比为106∶1,但屏的亮度稍低,有待进一步优化。
摘要：有机发光二极管显示器(OLED)正越来越多地用于中小尺寸的显示,但在大尺寸方面进展缓慢,因为在有源大尺寸方面对OLED的稳定性和均匀性要求较高,需要设计像素补偿电路。各研究机构提出了像素补偿电路用于改善OLED的均匀性和稳定性等问题,文中对目前采用有源OLED的α-SiTFT和p-SiTFT的各种像素补偿电路进行了分析。分析结果表明,文中设计方案取得了一定的效果,但尚存不足。
关键词：α-SiTFT,p-SiTFT,像素补偿电路
参考文献
[1]DisplaySearch.OLED出货8.26亿美元[J].平板显示文摘,2009(124):5.
[2]Moon Hokyoon.AMOLED用之α-Si TFT与p-Si TFT的比较[J].纪易,译.光电技术,2008,49(4):28-32.
[3]Ho Kyoon Chung.大尺寸AMOLED HDTV的可选方案[J].刘转果,译.显示器件技术,2008(2):5-12.
[4]Moon Hyo Kang,Yoon Duck Nam,Sung Man Hong,et al.AStable Full-Color AMOLED Display Usingα-Si∶HTFTsand White PHOLED[C].SID Symposium Digest of Tech-nical Papers,2008,39(1):93-96.
[5]邵喜斌.多晶硅薄膜的激光晶化技术[J].光机电信息,2008,25(4):7-10.
[6]Jae Beom Choi,Young Jin Chang,Cheol Ho Park,et al.Sequential Lateral Solidification(SLS)Process for Large AreaAMOLED[C].SID,2008:97-100.
[7]Sang Hoon Jung,Hong Koo Lee,Chang Yeon Kim et al.15in AMOLED Display with SPC TFTs and a SymmetricDring Method[C].SID,2008:101-104.
[8]Yang Wan Kim,Won Kyu Kwak,Jae Yong Lee et al.40inch FHD AMOLED Display with IR Drop CompensationPixel Circuit[C].SID,2009:85-87.
[9]Dawson R M A,Shen Z,Furst D A,et a1.Design of anImproved Pixel for A Poly Silicon Active-Matrix OrganicLED Display[C].California:SID Digest,l998:11-14.
稳定性改善 篇6
1 资料与方法
1.1 一般资料
选取2012年4月～2014年4月我院收治的脑瘫患儿62例,均有独立站立能力,但均存在步行能力较差或不会行走、不会跑跳等症状。将所有患儿随机分为观察组和对照组各31例,其中观察组男17例,女14例,年龄0.9～3.2岁,平均2.0±0.7岁;病变类型:徐动型10例,痉挛型15例,混合型6例。对照组男19例,女12例,年龄1.0～3.5岁,平均1.7±0.5岁;病变类型:徐动型9例,痉挛型14例,混合型8例。两组患儿性别、年龄、病变类型、病情等一般资料无显著性差异(P>0.05);具有可比性。
1.2 治疗方法
对照组给予常规运动治疗,治疗过程中重点进行步行功能训练,如步态训练、行走训练等;观察组则进行核心稳定性训练,重点强调对患儿盆骨的训练及控制,并加强对臂肌、髂腰肌肌力的训练,可通过跪走、仰卧起坐及俯立挺身等方法进行[2];盆骨训练则按照患儿发育的顺序进行训练,在盆骨控制稳定后再开展步行训练工作。治疗师一对一进行训练,每天1次,每次40min,1个月为1个疗程,共训练3个疗程。
1.3 疗效标准
观察患儿步行能力恢复情况,结合GMFM量表中的C区、E区评分拟定疗效标准,其中GMFM-C区、GMFM-E区评分均为得分越高表示步行功能越好。治愈:患儿步行能力恢复正常,GM-FM-C区、GMFM-E区评分为10～12分;显效:患儿步行能力显著改善,GMFM-C区、GMFM-E区评分为8～10分;有效:患儿步行能力有所改善,GMFM-C区、GMFM-E区评分为4～8分;无效:患儿步行能力较治疗前无任何改善,GMFM-C区、GMFM-E区评分<4分。
1.4 统计方法
计量资料以均值加减标准差(±s)表示,两组间均值比较采用独立样本t/t'检验,自身前后对照采用配对t检验;计数资料以频数(f)和率值或构成比(P)表示,无序分类资料采用Pearsonχ2检验,四格表资料改用Fisher确切概率法,均由SPSS 18.0统计软件进行统计分析;有序分类资料以频数(f)和平均Ridit值()表示,采用Ridit分析,由PEMS 3.1统计软件进行统计分析。α=0.05。
2 结果
2.1 临床疗效
观察组总有效率为93.55%,对照组总有效率为80.65%;两组总有效率比较有显著性差异(P<0.05),观察组显著高于对照组。见表1。
注:与对照组比较,①P<0.05
2.2 GMFM评分
治疗前,两组患儿的GMFM-C区、GMFM-E区评分均无显著性差异(P>0.05)。治疗后,两组患儿的GMFM-C区、GMFM-E区评分均较治疗前显著提高(P<0.05),且观察组治疗后GM-FM-C区、GMFM-E区评分均显著高于对照组(P<0.05)。见表2。
注:与治疗前比较,①P<0.05;与对照组比较,②P<0.05
3 讨论
核心稳定性训练是一种新型的体能训练方式,近年来在脑瘫步行能力训练治疗中的应用越来越广泛。核心稳定性训练是指对躯干部位、盆骨肌肉的相关控制能力进行训练,为上下肢的运动创造相应支点,协调上下肢发力,以使力量的传递和控制达到最佳的一种训练方式[3]。相关研究表明,核心稳定性训练可以极大提升人体对肢体控制的能力,使机体平衡性得到大大增强,促使肌肉群的力量输出更为协调,进一步增强机体运动功能,有效防止运动损伤的出现[4]。在人类机体中,核心部位是指膈肌以下到盆骨底肌间的相关区域,核心稳定性训练主要训练躯干及盆骨肌群的控制力。脑瘫严重影响着患儿的步行能力,因此合理应用核心稳定性训练对脑瘫步行能力进行有效治疗十分重要[5]。
本研究中,观察组总有效率显著高于对照组(P<0.05),且GMFM-C区、GMFM-E区评分亦显著优于对照组(P<0.05),表明核心稳定训练在提高脑瘫步行能力、改善GMFM-C区、GMFM-E区评分方面具有更好效果。对照组重视功能训练,尽管患儿的步行能力、盆骨能力有所提高,但提高程度较观察组稍差,有时甚至会使异常步态加剧;观察组应用核心稳定性训练,对核心肌群给予有效训练,先提高患儿对盆骨的控制能力,再进行相应的步行训练,患儿盆骨能力、步行能力均有较大提高。但由于本研究对象数量有限,因此重点分析的是患儿的步行能力及盆骨能力,结果显示核心稳定性训练在改善脑瘫步行能力及步态方面较常规运动疗法效果更佳。而脑瘫的分型较多,今后的研究中还需根据脑瘫分型对患儿进行针对性的研究分析,以便更好地将核心稳定性训练应用到脑瘫步行能力的训练、治疗中,从而实现核心稳定性训练的价值。
综上所述,核心稳定性训练能极大提高脑瘫患儿的步行能力,疗效显著,是有效的脑瘫步行能力训练方法,值得临床推广应用。
参考文献
[1]王永峰,李小捷,吕洋,等.核心稳定性训练对痉挛型脑瘫惠儿粗大运动功能及步行能力的影响[J].中国康复理论与实践,2012,18(4):350-351.
[2]宋雄,林小苗,邹林霞,等.核心稳定性训练对脑瘫步行能力影响的临床研究[J].医学研究杂志,2011,40(10):120-121.
[3]张文艳,张红晓,朱艳芳,等.核心稳定性训练对脑瘫坐位能力影响的临床应用研究[J].中医儿科杂志,2012,8(6):34-35.
[4]沈怡,王文威,陈艳,等.核心稳定性训练对脑卒中偏瘫患者站立平衡和不行能力的影响[J].中国康复医学杂志,2013,28(9):831-832.
电站锅炉稳定蒸汽参数改善热效率 篇7
作为中日燃煤电厂提效技改特定技术诊断示范项目,2010年8月至2011年2月,由中国电力企业联合会(CEC)与日本财团法人煤炭能源中心(JCOAL)组织东京电力公司、东芝三菱电机产业系统公司(TMEIC)、三菱综合研究所等有关单位,共同对漳山公司机组进行了运行及设备诊断。2011年2月21至23日,在长治召开中日燃煤电厂节能环保技术交流会,为促进热效率改善系统的宣传普及,漳山公司与东芝三菱电机产业系统公司(TMEIC)就机组通过稳定蒸汽参数改善热效率项目签订了合作备忘录。并最终决定选择漳山公司4号机组作为该项目实施对象[1]。
2 项目实施情况
2011年3月8日,确定设备基本规格、安装调试日程安排。
2011年5月30日,完成4号机组动特性试验。
2011年7月至12月,软、硬件设备安装、电缆敷设、通道对接、接口逻辑修改及智能PID静态试验等工作。
2011年12月22日至27日,完成第一次实际运行试验,4号机组汽温控制从原有的PID控制系统无扰切换至MD-PID系统,该项目正式投入运行。
2012年2月7日至10日,完成第二次实际运行试验,安装防积分饱和软件、控制器发生异常时的报警输出软件,并根据实际运行情况,对主蒸汽温度、压力再次进行微调,并最终设定温度、压力参数。
3 试验数据对比分析
3.1 系统投运前后主蒸汽温度变化情况对比(见表1和表2)
排除系统断线对测量值的影响,改善系统投入后A2的变化幅度减少到投入前的8.6/11.51×100%=74.7%,B2的变化幅度减少到投入前的8.01/12.77×100%=62.7%,即二级减温控制系统改善幅度接近30%。
改善系统投入后主汽温度SV的∑值均较原来大幅减小,说明汽温自动投入率提高,汽温变化幅度减小,稳定性提高;设定值SV基本上未介入调整,人为手动干预明显减少,运行人员操作量减少。
3.2 系统投运前后锅炉主控变化情况分析(见表3)
改善系统投入后,锅炉主控追踪误差减小至原有PI的0.28/0.41×100%=68%左右,亦即与原有系统相比,32%的主蒸汽压力得到改善。
4 项目评估及投资回收核算
4.1 改善效果量化分析
4.1.1 锅炉主控改善效果
主蒸汽压力改善32%,压力改善量=改善前偏差-改善后偏差=0.41-0.28=0.13 MPa,按照压力影响温度的比例为0.6℃/0.1 MPa进行折算,故可得出由压力改善带来的温度改善效果为0.13×0.6÷0.1=0.78℃。
4.1.2 主蒸汽温度改善效果
通过表1与表2对比可以看出,A2温度改善效果=改善前偏差-改善后偏差=11.51-8.6=2.91℃,B2温度改善效果=改善前偏差-改善后偏差=12.77-8.01=4.76℃。故总的温度改进效果为(4.76+2.91)/2=3.835℃。
4.1.3 减温水量改善效果
漳山公司600 MW机组额定工况下热力平衡数据如下(来自于汽轮机厂家热力平衡图):
各段抽汽焓分别为:一段抽汽焓h1=3 140.6kJ/kg;二段抽汽焓h2=3 029.9 kJ/kg;三段抽汽焓h3=3 382.3 kJ/kg;四段抽汽焓h4=3 181.4 kJ/kg;五段抽汽焓h5=3 067 kJ/kg;六段抽汽焓h6=2 860.9kJ/kg;七段抽汽焓h7=2 664.2 kJ/kg。
各加热器出水焓分别为:1#高加出水焓h1cs=1 211.7 kJ/kg;2#高加出水焓h2cs=1 065.4 kJ/kg;3#高加出水焓h3cs=908.7 kJ/kg;除氧器出水焓h4cs=756kJ/kg;5#低加出水焓h5cs=654.5 kJ/kg;6#低加出水焓h6cs=511.9 kJ/kg;7#低加出水焓h7cs=376.3 kJ/kg。
各加热器疏水焓分别为:1#高加疏水焓h1ss=1 090.8 kJ/kg;2#高加疏水焓h2ss=927.6 kJ/kg;3#高加疏水焓h3ss=796.5 kJ/kg;除氧器出水焓h4ss=756kJ/kg;5#低加疏水焓h5ss=534.7 kJ/kg;6#低加疏水焓h6ss=398.6 kJ/kg;7#低加疏水焓h7ss=252.8 kJ/kg。
汽轮机排汽焓hc=2 434.9 kJ/kg;再热蒸汽冷端焓hzrl=3 029.9 kJ/kg;再热蒸汽热端焓hzrr=3 537.1kJ/kg;凝结水焓hc0=226 kJ/kg;给水泵焓升hb=781.6-756=25.6 kJ/kg。再热蒸汽焓升qrh=507.2 kJ/kg。
给水在高压加热器中的焓升:1#高加焓升Δh1=1 211.7-1 065.4=146.3 kJ/kg;2#高加焓升Δh2=1 065.4-908.7=156.7 kJ/kg;3#高加焓升Δh3=908.7-781.6=127.1 kJ/kg;
抽汽在高压加热器中释放的热量:一段抽汽释放的热量q1=h1-h1ss=3 140.6-1 090.8=2 049.8 kJ/kg;二段抽汽释放的热量q2=h2-h2ss=3 029.9-927.6=2 102.3kJ/kg;三段抽汽释放的热量q3=h3-h3ss=3 382.3-796.5=2 585.8 kJ/kg;
疏水在加热器中释放的热量:1#高加疏水在2#高加中释放出的热量qs1=h1ss-h2ss=1 090.8-927.6=163.2kJ/kg;2#高加疏水在3#高加中释放出的热量qs2=h2ss-h3ss=927.6-796.5=131.1 kJ/kg;3#高加疏水在除氧器释放的热量qs3=h3ss-h5cs=796.5-654.5=142 kJ/kg;
等效焓降为:
利用等效焓降法分析过热器减温水增加1T/H对热经济性的影响:
由于喷水减温,减温水不经过高加,使蒸汽做功增加:
新蒸汽的吸热量增加:
因此装置经济性相对降低:
式(1)中:Δh为喷水使1 kg新蒸汽等效焓降增加量,kJ/kg;h为无减温喷水时1 kg新蒸汽原来实际做的功,kJ/kg;ΔQ为喷水使1 kg新蒸汽吸热增加量,kJ/kg;ηai为机组绝对内效率,%;
新蒸汽等效焓降,实际上就是1 kg蒸汽实际做的功,已知4#机组设计THA工况主汽流量:
Gms=1 848 755/3 600=513.543 kg/s。由于:
式(2)中:ηm为汽轮机机械效率,%;ηg为发电机效率,%;
且对于大型机组,机械效率和发电机效率乘积约为99%,因此新蒸汽等效焓降约为:
汽轮机循环吸热量:
式(3)中:hms为主蒸汽焓,3 397.2 kJ/kg;hfw为最终给水焓,1 211.7 kJ/kg;arh为再热蒸汽流量份额,,主汽流量为1 848 755 kg/h,再热蒸汽流量为1 567 082 kg/h;hrh为再热蒸汽焓升,热再蒸汽焓为3 537.1 kJ/kg,冷再蒸汽焓为3 029.9kJ/kg。
电厂热效率η=ηqj×ηbl×ηgd=0.446 43×0.925×0.99=40.882%;
由此可得在设计THA工况下过热器减温水每增加1 t/H,使发电煤耗升高0.000 54%×300.84 g/(kW·h)=0.0016 g/(kW·h)。
若按2011年4#机组全年完成发电煤耗320.96 g/(kW·h)计算,过热器减温水每增加1 t/H,使发电煤耗升高0.000 54%×320.96 g/(kW·h)=0.001 7 g/(kW·h)。当前4#机组改善系统投运后,实际减温水量减少约10 t/H,影响煤耗降低约0.017 g//(kW·h)。
4.2 经济性评估
4#机组投产时性能试验报告表明,主蒸汽温度提高10℃,汽轮机热耗率下降约0.3%,可汽机效率升高0.13%,使发电煤耗降低1 g/(kW·h)。
本项目改善效果折合主蒸汽温度共计提高了4.615℃,可使发电煤耗降低0.462 g/(kW·h),减温水量减少10 t/h使煤耗降低0.017 g/(kW·h),故可得出如下结论:4#机组通过实施稳定主蒸汽参数改善热效率项目,使发电煤耗降低0.479 g/(kW·h)[2]。
4.3 投资回收核算
年度机组负荷率按75%测算,扣除30 d的检修时间,则机组年度可完成发电量36.18×108°。
年节约标煤:36.18×108°×0.479 g/(kW·h)=1 733t;入炉标煤单价按700元/t测算,则年可节约资金:700元/t×1 733 t=121.3××104元。预计3.3 a即可收回投资[3]。
5 结语
漳山公司4#机组通过实施稳定主蒸汽参数改善热效率项目,使主蒸汽温度、锅炉效率均得到明显改善,过热器减温水自动投入率大幅提高,降低了运行人员的操作量,主汽温度摆动减小,相同工况下过热器减温水量减少,提高了机组效率,使发电煤耗降低0.479 g/(kW·h),年可节约标煤1 733 t,节能效果较好,具有一定推广价值,现漳山公司3#机组也已完成改造并投入运行。
参考文献
[1]江敏,赵伟光,李国军.过热器减温水系统改进方案的探讨[J].东北电力技术,2005(6):26-27.
[2]祝宪,杜作敏,王刚.DL/T904-2004火力发电厂技术经济指标计算方法[S].北京:中国标准出版社,2004.
稳定性改善 篇8
风电并网对电力系统的稳定运行会产生影响,当风电场接入系统时,如何保证系统暂态性能不降低,小信号稳定得以改善是急需解决的问题[1]。在同步发电机的励磁电压调节器( AVR) 中装设电力系统稳定器( PSS) 是提供额外阻尼的最经济解决方案之一,但在含有风电的系统中这些装置可能不再提供额外阻尼。比如若装有这些装置的同步发电机被切断来调节风力,其阻尼作用很明显就丧失了。因此可考虑在双馈感应发电机( DFIG) 上安装PSS并进行适当调节,这样风力发电就可为增加机电振荡阻尼提供一个经济有效的方法。
风电并网系统运行时会使系统的稳定性恶化,尤其是在系统受到大扰动后,同步发电机间转子角差会是一个振荡性质的过程,这就涉及到系统暂态问题。
电力系统暂态稳定问题常通过考虑同步发电机的转子角稳定性来评估[2,3]。风力发电机对转子角稳定和功率振荡的作用在文献[4,5]中提及。大多数风电场使用的是感应发电机,而感应发电机可能会带来其他附加问题,比如电压不稳定[6]等。通过模型分析和动态仿真可知在小信号扰动条件下电力系统中风场的并入将改善电力系统的角度行为,但可能会降低大扰动条件下的电压稳定[7]。因此要全面评估系统稳定,不仅要考虑同步发电机转子角稳定,也要考虑当风力发电机消耗高无功功率时可能导致电压不稳定。这就需要对风电并网系统进行详细的暂态稳定研究,目前在这方面的研究较少。文献[8]提出在DFIG安装PSS的想法,但没有进行进一步的研究工作。
为全面评估系统稳定,本文考虑用转子角稳定和电压稳定来检查风电并网系统的暂态稳定,提出DFIG的转子磁链幅值和相角控制 ( FMAC ) 加PSS的控制方案。
2 DFIG 数学模型
为进行研究,DFIG必须使用一个合适的模型,DFIG的数学模型可以通过派克方程推导而来,这是计算仿真和构建DFIG矢量控制系统的基础。为分析、仿真和控制而描述DFIG最多的方法是按照交直轴系形成一个与定子磁通矢量同步旋转的坐标系统,本文使用dq坐标轴系下的动态五阶DFIG模型来描述风力涡轮发电机,五阶函数模型如下[9]:
式中,d轴和q轴随同步转速ωs旋转; 下标s和r表示定子和转子。
3 DFIG 控制
DFIG的出现会对电网阻尼产生影响,为适应电网振荡,由DFIG注入电网的电流变化将导致同步发电机负载电流变化,会引起其阻尼绕组的电流增加以及相应阻尼转矩的增加。通过DFIG转子磁通或内电压角度的适当控制,系统同步发电机增加阻尼转矩的能力可进一步提高。用角度控制方法,则PSS需要处理转子磁通矢量相对定子磁通矢量的角坐标问题,以便DFIG定子电流变化可增加电网中同步发电机的阻尼转矩。
为了实现发电机端电压的控制和其相位角的调整以及对电功率的控制,本文采用的FMAC方案控制思路是进行转子电压矢量幅值的调整。对DFIG所装设的AVR和PSS装置而言,AVR进行转子电压幅值调整,PSS进行其角度调整,因此两个控制输出是独立可用的。
3. 1 FMAC 方案
风电并网系统 如图1所示,当发电机3是FMAC控制的DFIG时,占优特征值会随着发电机容量的增加慢慢向左半平面移动。因此FMAC控制方案与电流模式( PVdq) 控制方案不同,该控制方案对同步发电机1的阻尼是有帮助的,这说明FMAC控制方案在提供阻尼上起了主要作用。下面对DFIG中采用FMAC的控制方案进行分析。
若用暂态电抗后的电势来表示DFIG的动态模型,则内电势EDfig的矢量微分方程可表示为:
式中,为短路电抗;为开路电抗;为内电势;为定子电流;为转子电压; 其中参数Lrr与暂态开路时间常数有关。
FMAC控制方法通过调节转子磁链矢量的幅值和相角来对发电机的端电压和输出功率进行控制,其优点是功率控制环和电压控制环之间的相互影响较小,并且故障后的系统阻尼和电压恢复能够得到加强[10],FMAC的结构如图2所示。
图2中δDfig为内电势EDfig和定子端电压Vs的夹角,由发电机的输出功率决定。因内电势EDfig和转子磁链正交,故转子磁链与d轴间的夹角也为δDfig。
控制方案由两个不同的环构成,一个用于控制电压,一个用于控制发电机的输出功率。在电压控制环中,端电压幅值Vs和参考值Vsref的偏差作为误差信号输入到AVR补偿器中,可得到DFIG内电势矢量的幅值参考值误差EDfigref。在功率控制环中,功率参考值Peref由风力机的最大功率捕获特性曲线确定。将发电机的输出功率Pe与其参考值Peref之间的偏差值作为基本误差信号输入到补偿器,以产生控制矢量相对于定子电压矢量的相角参考值δDfigref[9]。
电压控制环和功率控制环采用PI控制器,其中电压控制环中增加了额外的超前滞后补偿环节,以保证合适的闭环稳定域度。
控制器A根据参考值信号EDfigref和δDfigref产生转子电压矢量Vr的幅值和相角,具有额外超前-滞后补偿环节的PI控制器为各自的闭环提供了合适的响应速度和稳定裕度。最后将转子电压矢量Vr从极坐标转换到dq直角坐标系以得到Vdr和Vqr,并用于PWM发生器以控制转子侧的开关状态[9]。
3. 2 FMAC 加 PSS 控制方案
当DFIG采用FMAC控制时,功率环中所包含的滞后环节保证了DFIG具有小的正阻尼作用。图1中代表风电场的发电机3为DFIG,在前述FMAC基本控制方案中加入辅助的PSS控制环,这样阻尼的作用可大大加强。在系统振荡状态下,DFIG注入系统的变化功率可以激发出系统中同步发电机的附加阻尼。理论上PSS的输入信号可以是DFIG对系统振荡有影响的任一测量控制输出信号,比如DFIG转速、滑差、定子电功率或电网频率。PSS的输出信号被引入到基本控制方案中,即将其加入到功率环的参考设定点上。
本文采用DFIG定子电功率作为PSS测量输入信号。定子电功率易于测量,广泛用于同步发电机的PSS。在DFIG中,使用定子功率作为输入信号跟使用滑差或电网频率比,PSS的相位补偿条件更简单,尽管定子电功率随涡轮机转矩变化,但所用滞后补偿器的低增益特性可确保PSS输出信号变化相对较小,因此选用定子电功率作为最合适的PSS输入信号。
PSS输出信号可置于图2功率环内相加点( 1)或外相加点( 2) 处[11]。在DFIG控制方案中一般常将外相加点( 2) 选做PSS运行场合,因外相加点( 2)在基本控制器A的外面,故本文选外相加点( 2) 处作为PSS的信号接入点。
PSS输入信号首先通过高通滤波的消除环节处理,然后通过补偿器反馈,这样可提供合适的增益和相位补偿以确保适当的控制性能和对系统的正阻尼作用。
图2中FMAC控制器和PSS的控制参数和传递函数如下[9]:
功率控制环:; 电压控制环:; 控制器,隔直时间常数T = 5s。
4 风电并网测试系统
装有PSS的DFIG组成的风电场在电力系统中的动态行为可用图1所示的简单风电并网系统来研究。并网系统中发电机1和2为汽轮机驱动的同步发电机,皆配有调速器和励磁控制,使用标准6阶模型来描述,两同步发电机都有AVR控制的静态励磁方案; 发电机3为DFIG,装有PSS。发电机1模拟额定容量为800MVA的地区火力发电厂; 发电机2模拟额定容量为4000MVA的系统; 发电机3模拟额定容量为60MVA的DFIG风电场,由6台额定容量为10MVA的DFIG发电机组组成。在母线2和3处分别接有负载1和负载2,并网系统的电压等级为500k V。假设故障发生在靠近发电机1处的线路L12上,在t = 3. 0 ~ 3. 15s发生三相短路,在同步发电机1和2间的功角差大于3×360°时风电并网系统的仿真停止。
下面对风电并网系统在以下几种情况下的稳定性进行研究分析。
( 1) 情形1: 无PSS控制的DFIG风电并网系统
仿真结果如图3 ~ 图5所示。同许多FACTS控制器一样,DFIG通过调节其功率输出也可改善机电振荡模式的阻尼。但在FACTS的情况下要实现这并不容易,因为电子设备不直接参与机电振荡。尽管DFIG有提供额外阻尼的能力,使用DFIG可提高电力系统的暂态稳定性,但从图3 ~ 图5可看出在短路故障切除后,当两同步发电机的功角差大于3×360°时系统仿真停止,发电机1与发电机2失去同步,风电发电机组3不能实现故障穿越,线路功率大幅摆动。这表明没有安装PSS的DFIG风电并网系统在故障后经过一段时间的振荡就会失去稳定。
( 2) 情形2: 有PSS控制的DFIG风电并网系统
情形2时在DFIG风电并网系统的同步发电机中装设PSS,图6 ~ 图8为情形2在t = 3. 0 ~ 3. 15s时线路L12发生三相短路以及故障切除后的仿真结果。很显然在情形2下,由于PSS的引入可避免风电并网系统的发电机组失去同步,与无PSS控制的情形1仿真结果对比可知: 在同步发电机装设PSS能使系统故障切除后电压逐步恢复到稳定值,两同步发电机间的功角差也趋于恒定值,风电机组可实现故障穿越,系统最终趋于稳定,因此PSS可使风电并网系统的暂态稳定性得以改善。
( 3) 情形3: DFIG-FMAC-PSS控制的DFIG风电并网系统
情形3是在情形2的基础上增加了FMAC的控制方案,即DFIG采用FMAC控制,但PSS装设在DFIG中,PSS的输入信号为定子功率,而PSS的输出信号加在DFIG功率控制环的参考值设定点上,即前文图2所示的相加点( 2) 处。
在t = 3. 0 ~ 3. 15s时,风电并网系统的线路L12发生三相短路,仿真结果如图9 ~ 图11所示。与情形2的仿真结果对比可知,使用FMAC加PSS控制方案,在故障切除后电压系统经过短暂振荡能迅速恢复同步,可完美实现故障穿越。这表明FMAC和PSS结合的控制策略能大大减少功角、电压波形以及输出功率的振荡,使DFIG风电并网系统的暂态稳定性大大提高,系统迅速恢复到稳定状态。
5 结论
稳定性改善 篇9
现代电力系统是一个强非线性的大型复杂动态系统,随着电力系统容量的不断增加和电网结构的日益复杂,电力系统的暂态稳定问题愈加突出。随着灵活交流输电系统FACTS(Flexible AC Transmission Systems)的广泛应用,电力系统的暂态稳定控制特别是维持系统电压稳定具有了更为丰富、灵活的控制手段。国内外学者从多种应用角度对不同类型的FACTS装置的控制技术展开了一系列研究,在保证系统暂态稳定、维持系统电压水平、抑制系统低频振荡和次同步谐振等诸多领域均取得了丰富成果[1,2,3]。
静止无功补偿器SVC(Static Var Compensator)作为第一代FACTS控制装置,因技术成熟、成本低廉而在全世界得到了广泛应用。文献[4]设计了SVC与发电机励磁协调自适应控制器,可以同时满足发电机暂态功角稳定和节点电压控制要求。文献[5]进一步研究了考虑非线性负荷的情况。文献[6]用直接反馈线性化方法实现了SVC和励磁协调鲁棒控制。但这些方法大多针对单机无穷大系统,很难直接扩展到多机系统中,而实际电网的暂态稳定控制亟需考虑多个发电机和SVC之间的相互作用和协调。
哈密尔顿(Hamilton)系统理论为多机电力系统的暂态稳定控制提供了有力工具。基于Hamilton系统的控制设计方法能够提供系统及其控制行为的物理解释,实现直观的几何和物理描述[7]。Hamilton函数一般可取为系统的总能量,避免了构造Lyapunov函数的困难。文献[8]提出拟Hamilton系统的概念,并利用电力系统结构保持模型设计了多机系统中多SVC间的协调控制器。文献[9]进一步考虑了SVC与发电机励磁间的协调控制。
本文考虑能够提高系统暂态稳定性的多机系统发电机励磁和SVC装置的协调控制问题。为避免构造系统Hamilton函数的困难,仍采用仅保留发电机内节点的经典简化网络模型,并考虑恒阻抗特性的负荷。考虑到进行系统研究时,SVC的动态模型可以表示为用一阶微分方程所表示的等值导纳,为保留描述其动态过程的微分方程,将SVC的动态过程包含在时变的系统导纳阵中,将计及转移电导的多机系统描述为伪广义Hamilton形式,进而构造具有能量概念的系统Lyapunov函数,利用L2干扰抑制控制方法设计发电机励磁和SVC的鲁棒协调控制器,该设计思路的物理意义更为直观,并且在实际系统中能够找到容易量测的信息实现大电网的稳定控制。最后通过仿真算例说明本文所提方法的正确性和有效性。
1 伪广义Hamilton理论
考虑包含扰动项的仿射非线性系统:
其中,G为扰动项系数阵,w=[w1…wn]T为不确定扰动项,n为发电机节点数,其他变量说明见文献[10]。
定义若存在Hamilton函数H(x),可将系统式(1)表示为:
则称系统式(1)具有伪广义耗散Hamilton实现,函数H(x)为系统的一个广义Hamilton函数。其中,T(x)=J(x)-R(x)为系统结构矩阵,J(x)=(Jij(x))n×n为n×n维反对称矩阵,R(x)=(Rij(x))n×n为n×n维半正定矩阵,。若R(x)为正定矩阵,则称式(2)为严格伪广义耗散Hamilton实现[10]。
控制输入和扰动项都为零时,系统式(2)的平衡点x0应满足:
定义新的能量函数为:
则式(2)可以表示为:
则可知:
即x0是W(x)的一个驻点。若在x0的某一邻域内W(x)>0恒成立,即x0是W(x)的极小值点,则可以用Lyapunov方法探讨系统在x0附近的稳定性。
定理1定义输出信号为,其中r为常系数矩阵,如果能给定扰动抑制水平γ>0满足,则存在控制策略
使系统在平衡点x0处是局部渐近稳定的,其中I为具有相应维数的单位对角阵。证明过程如下。
视式(6)中的η(x)项为有界扰动,记Gw(x)=η(x),其中,G为对角阵,w(x)=[w1(x),…,wn(x)]T。对系统能量函数W(x)沿式(6)所确定的系统轨迹求导,有:
根据“完全平方法”进行变换可得[11]:
将式(8)所示的控制信号代入式(10),并记:
则有:
选定适当的干扰抑制水平γ满足Q(x)≥0,根据无源性理论[11],系统在控制律式(8)的作用下是稳定的;若Q(x)>0,则系统在平衡点x0处是渐近稳定的。
2 系统模型及其伪广义耗散Hamilton实现
讨论一般的多机电力系统,其中包含n个发电机节点、m台SVC装置和p个普通负荷节点,系统采用统一编号规则,n+1~2n为发电机连接网络节点,2n+1~2n+m为安装SVC装置的母线节点,2n+m+1~2n+m+p为普通负荷节点,设发电机内节点编号为1~n。
当SVC补偿容量固定(初始潮流下的静态值)时,假定其等值电导分别为bL10~bLm0,则将负荷节点、SVC节点和连接节点消去,仅保留n个发电机内节点的简化网络等值导纳阵可以表示为:
其中,YA=Yg为发电机连接网络节点和内节点间的关系导纳矩阵,YD为n+m+p维方阵。
设简化网络矩阵YEqu中的元素为Yij=Gij+j Bij,考虑负荷为恒阻抗模型,发电机模型采用三阶实用模型,则可获得SVC补偿容量固定时的系统动态方程。考虑SVC的调节作用,将其表示为一阶惯性环节[9],则矩阵中的Ymm中各元素不再为常数,故由式(13)获得的简化网络矩阵YEqu是SVC等值导纳的函数,设YEqu中的元素为,且有:
其中,Gij和Bij为初始状态下的系统电导和电纳,Δgij和Δhij为SVC动态过程产生的系统电导和电纳变化。
因而发电机节点的动态过程同时包含了SVC动态调节过程,简化网络模型下系统动态方程为:
式(15)中各参数的物理意义可参考文献[10],为方便记号,记Sδij=sin(δi-δj),Cδij=cos(δi-δj),并设:
考虑SVC装置的作用,可以构造出新的系统Hamilton函数为:
式(16)等号右边第1项为该系统的动能,其他各项之和为系统的势能,最后一项是SVC装置所引入的系统势能,而整个函数H则表示系统的总能量。
假定x=(δ1,ω1,Eq1′,…,δn,ωn,Eqn′,BL1,…,BLm)T为系统状态变量,并记x0为系统的初始平衡点,同时考虑到SVC装置仅对安装点母线的电压具有较好的控制作用,假定ULk=ULk0(标幺值),且考虑到SVC装置仅提供无功注入,忽略其对系统电导的影响,则包含发电机励磁和多个SVC装置的多机电力系统的系统方程为:
其中,i=1,2,…,n;k=n+1,…,n+m;uf i0和uS k0分别为发电机励磁初始值和SVC装置的初始控制值,已知系统的初始运行点时,其值均可直接通过计算获得。
从而将考虑转移电导的包含发电机励磁和多SVC装置的多机电力系统表示为式(6)所示的伪广义耗散Hamilton形式,并有η=[p軈i-p軈i0,pk]T。故可直接利用定理1中的控制器设计方法对系统进行镇定控制。
3 发电机励磁与SVC协调控制器的设计
记,根据定理1的控制器设计方法和第2节的建模过程,对式(15)所示的动态系统设计第i台发电机的励磁控制律为:
第k台SVC装置的控制律为:
其中,ri和rk为待定系数。
系统建模过程考虑了发电机励磁和SVC的动态过程,所设计的控制器计及了各发电机和SVC间的耦合影响,是以保证系统暂态稳定为目标的协调控制策略。
注意到电力系统的工作点都是孤立的,即存在某邻域D,使得当x{‖x-x0‖
由于考虑了系统转移电导的影响,并在发电机励磁控制设计过程中考虑了SVC动态过程的影响,所设计的发电机励磁控制律式(18)中包含了式(14)所示的电导、电纳参数的动态过程,必须采用实时计算方式才能获取,计算量巨大,难以在实际过程中应用。本文采用一种近似的方法,考虑控制律式(18)中含有Eqi′和δi等难以直接测到的量,利用电力系统中的恒等变换,用发电机注入功率Pi+j Qi和发电机机端电压Uti以及发电机转差Δωi=ωi-ω0代替,则有如下等式成立:
励磁电压初值ufi0和其他参数均为已知量,则可以得到用直接量测量和初始电导计算值表示的励磁控制律,并方便直接应用于实际电力系统。
注意到SVC装置的调节过程对系统电纳产生影响,在网络结构和系统参数均为已知量时,系统负荷采用恒阻抗模型,则可以通过计算得到的值。对于式(19)所示的SVC子系统的控制律有:
同样采用上面的方法用可量测量代替E′q和δi等状态量,SVC装置安装处节点的电压幅值ULk容易通过量测直接获取,uSk0为初始运行状态下为保证SVC有一固定无功注入的控制输入初始值,故可以通过量测和计算获得SVC子系统的控制律。
4 仿真算例
以图1所示的3机9节点系统算例验证文中所设计的非线性协调控制器的有效性。图中发电机节点3选为参考节点,系统基准容量为100 MV·A,发电机和系统网络参数见文献[12]。为验证本文所设计非线性协调控制器的有效性,用传统的发电机励磁和SVC分散控制作为参考。分散控制中,发电机励磁控制设计参见文献[10],SVC采用节点电压反馈控制;协调控制中发电机励磁和SVC分别采用式(18)和(19)所示的控制策略,控制参数取为r=3,γ=1。假定的故障场景为2.0 s时母线8发生瞬时接地短路故障,2.2 s时故障消失,系统恢复正常。
观察系统在施加协调控制和分散控制时的动态响应情况。图2—4分别给出了发电机转子角、角速度和暂态电势(标幺值)的动态响应曲线,从图中可以看出,2种控制器都能保证系统稳定。但在本文所设计的非线性协调控制器作用下,系统发生扰动后能够更快速地趋于稳定,暂态过程中功角和转速偏离平衡点的程度较小,故障时暂态电势也维持在相对较高的水平,而电压支撑能力对系统快速恢复和暂态稳定具有很大帮助。上述分析证明了本文所提出的发电机励磁和SVC协调控制方法的正确性和有效性。
5 结论
本文从能量的角度出发,基于伪广义Hamilton理论设计了多机系统发电机励磁和SVC装置的协调控制策略,在控制器的设计过程中考虑了各发电机之间及其与SVC装置之间各动态过程的相互影响,在实际应用中,所设计的控制律的输入信号还是易于量测的。随着相量测量单元和广域量测系统在大电网中的广泛应用,为实现各分散的FACTS装置、发电机励磁控制和高压直流输电系统之间的协调控制提供了有效的信息支撑。
参考文献
[1]蒋平,栗楠.PSS和SVC联合抑制次同步振荡[J].电力自动化设备,2010,30(7):40-45.JIANG Ping,LI Nan.Restraint of sub-synchronous oscillationwith PSS and SVC[J].Electric Power Automation Equipment,2010,30(7):40-45.
[2]蒋平,栗楠,顾伟,等.PSS和SVC联合抑制特高压网络低频振荡[J].电力自动化设备,2009,29(7):13-17.JIANG Ping,LI Nan,GU Wei,et al.Restraining low frequency oscillation of UHV power grid using PSS and SVC[J].Electric Power Automation Equipment,2009,29(7):13-17.
[3]谢惠藩,张尧,夏成军,等.SVC对特高压紧急直流功率支援的影响[J].电力自动化设备,2009,29(1):6-10.XIE Huifan,ZHANG Yao,XIA Chengjun,et al.Influence of SVC on UHV emergency DC power support[J].Electric Power Automation Equipment,2009,29(1):6-10.
[4]阮映琴,王杰.静止无功补偿器与发电机励磁协调自适应控制[J].上海交通大学学报,2005,34(增刊1):216-219.RUAN Yingqin,WANG Jie.The adaptive control of SVC cooperate with the excitation system of generator[J].Journal of Shanghai Jiao Tong University,2005,34(Supplement1):216-219.
[5]RUAN Y Q,WANG H.The coordinated control of SVC and exci-tation of generators in power systems with nonlinear loads[J].International Journal of Electrical Power&Energy Systems,2005,27(8):550-555.
[6]WANG Y Y,TAN Y L,GUO G X.Robust nonlinear coordinated generator excitation and SVC control for power systems[J].International Journal of Electrical Power&Energy Systems,2000,22(3):187-195.
[7]何斌.微分代数方程Hamilton系统及其在电力系统稳定控制中的应用研究[D].上海:上海交通大学,2007.HE Bin.Study of Hamiltonian system based on differential algebraic equations and its application in power systems stability control[D].Shanghai:Shanghai Jiao Tong University,2007.
[8]何斌,张秀彬.基于结构保持模型的多SVC协调控制[J].中国电机工程学报,2007,27(28):34-39.HE Bin,ZHANG Xiubin.Coordinated control for multi-SVCsbased on structure preserving model of power system[J].Proceedings of the CSEE,2007,27(28):34-39.
[9]何斌,张秀彬,赵兴勇.多机系统中励磁与SVC的协调控制[J].电工技术学报,2008,23(12):152-159.HE Bin,ZHANG Xiubin,ZHAO Xingyong.Coordinated control of excitation and SVC in multi-machine power system[J].Tran-sactions of China Electrotechnical Society,2008,23(12):152-159.
[10]石访,王杰.伪广义哈密顿理论及其在多机电力系统非线性励磁控制中的应用[J].中国电机工程学报,2011,31(19):67-74.SHI Fang,WANG Jie.Pseudo-generalized Hamiltonian theory and its application to multi-machine power system nonlinear excitation control[J].Proceedings of the CSEE,2011,31(19):67-74.
[11]郝晋.含FACTS的电力系统微分-代数模型非线性控制策略研究[D].上海:上海交通大学,2007.HAO Jin.Study on nonlinear control strategy for differential-algebraic model based power system with FACTS considerations[D].Shanghai:Shanghai Jiao Tong University,2007.